金属热处理

热处理技术进展

徐跃明1，李俏1，罗新民2，邵周俊1

2015, 40(9): 1-15. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.001

摘要 ( 194 )

PDF (700KB) ( 225 )

以“绿色化、精密化、智能化、标准化”为主线，概述了“ 十二五” 以来我国热处理技术的主要进展。通过与国外相关技术的比较，分析了我们存在的主要差距和不足。针对经济全球化竞争背景下材料热处理技术的发展趋势和《中国热处理和表层改性技术路线图》中提出的13个领域的重点任务，提出了我国热处理行业的努力方向。

Fe-1%Si无取向硅钢全流程微结构和织构演变

许峰，李化龙，岳重祥

2015, 40(9): 16-20. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.002

摘要 ( 137 )

PDF (628KB) ( 87 )

使用背散射电子衍射(EBSD)和X射线衍射(XRD)技术，研究了Fe-1%Si无取向硅钢在热轧-卷取-冷轧-退火全流程中的微结构和织构演变。结果表明，卷取过程热轧板发生回复和晶粒长大，小角晶界含量降低，表层等轴晶和中心再结晶晶粒均发生长大；热轧组织经冷轧转变为带状。退火后成品为粗大等轴晶组织，小角晶界仅为17.81%。热轧-卷取-冷轧过程中，Fe-1%Si硅钢以α取向({hkl}<110>)轧制织构为主，卷取过程中α取向线强度略有降低，冷轧剧烈变形后增至最大值；退火后主要织构类型转变为γ取向({111}<uvw>)退火织构。

偏析及M/A组元对高强度管线钢抗氢致裂纹性能的影响

陈健1, 2，胡亮3，汪兵2，刘清友2，刘翔1

2015, 40(9): 21-28. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.003

摘要 ( 116 )

PDF (615KB) ( 339 )

通过调整Mo、Ti的含量，得到了3种M/A组元含量不同的高强度管线钢，运用LIBS-OPA-100原位分析仪、扫描电镜（SEM）等手段，研究了偏析及M/A组元对高强度管线钢抗氢致裂纹(HIC)性能的影响。结果表明，3种高强度管线钢M/A含量分别为1号钢(高Mo低Ti)17.4%、2号钢(中Mo中Ti)2.1%、3号钢(无Mo高Ti)0.75%，Mo促进了M/A组元形成，Ti微合金化可有效抑制M/A组元形成，M/A组元的含量、尺寸、形状及分布是影响高强度管线钢抗HIC性能的重要因素，尤其是大块状的M/A使抗HIC性能急剧下降；C、Mn、Si元素在1/4处和中心发生偏析和硬度较高的M/A组元是导致1号、2号试验钢氢致开裂的主要原因；使用原位分析仪测得Al的偏析度顺序为2号钢＞1号钢＞3号钢，氧化铝夹杂物是诱发氢致裂纹一个重要原因。

W800无取向硅钢轧制过程中的织构演变

董登超，许峰，张珂

2015, 40(9): 29-32. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.004

摘要 ( 133 )

PDF (622KB) ( 80 )

对W800无取向硅钢热轧、冷轧、冷轧退火各阶段沿厚度方向分布的织构进行分析，结果表明，W800无取向硅钢热轧阶段的主要织构组分为{001}<110>反高斯织构，其含量由表层到中心逐渐增加，卷取使得W800无取向硅钢热轧板{001}<110>反高斯织构减弱，而{111}<110>、{111}<112>γ纤维织构增强；冷轧阶段的主要织构组分为{001}<110>、{112}<110>α纤维织构和{111}<110>、{111}<112>γ纤维织构，其中，由表层到中心α纤维织构逐渐增强，γ纤维织构逐渐减弱；退火会导致{001}<110>反高斯织构减弱，{111}<110>、{111}<112>γ纤维织构加强。

多元低合金耐磨铸钢热处理过程中碳化物析出行为的研究

刘腾轼，杨弋涛

2015, 40(9): 33-39. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.005

摘要 ( 104 )

PDF (613KB) ( 114 )

借助OM、SEM、TEM、EDS和JMatPro模拟软件研究和分析了正火及正火后回火低合金铸钢试样中碳化物的析出及碳化物析出对试样组织和性能的影响。结果表明，Mo、Nb等合金元素的加入使珠光体转变C曲线右移，正火后试样由铸态粗大的铁素体和珠光体转变为铁素体和贝氏体铁素体组织，晶内有少量含Nb碳化物析出。试样890 ℃正火后500~650 ℃内回火，回火后试样组织转变为粒状珠光体和铁素体，560~590 ℃回火试样具有较优的综合力学性能；回火后试样的晶界处有少量合金碳化物析出，晶内有大量细小弥散的含Nb碳化物析出。

微观组织对2205双相不锈钢氢脆敏感性的影响

郑传波，唐祝君，申小兰

2015, 40(9): 39-44. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.006

摘要 ( 141 )

PDF (618KB) ( 197 )

采用金相显微镜，氢渗透试验和慢应变速率拉伸试验结合扫描电镜研究了微观组织对2205双相不锈钢氢渗透行为及氢脆敏感性的影响。微观组织分析表明，随着固溶处理温度升高，铁素体含量升高，奥氏体含量降低。氢渗透试验结果显示，随着铁素体含量升高，氢在2205双相不锈钢中的扩散系数增大。结合慢应变速率拉伸试验和断口形貌观察发现，950 ℃固溶处理的2205双相不锈钢的氢脆敏感性较高，呈现脆性断裂；而1050 ℃固溶处理试样中的铁素体和奥氏体含量较均衡，氢脆敏感性较低，呈韧性断裂特征。

高Nb高强度低合金耐候钢中Nb、Ti析出相的特征

马龙1,2，赵增武2，李岩2，定巍1

2015, 40(9): 45-49. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.007

摘要 ( 140 )

PDF (615KB) ( 108 )

用光学显微镜、热场发射扫描电子显微镜以及透射电子显微镜对高Nb高强度低合金耐候钢中的Nb、Ti析出相特征进行了观察分析。结果表明，试验钢中的Nb、Ti析出相为面心立方结构，大部分为Nb、Ti相一起析出，且尺寸较大，主要分布于晶界。单相有两种，一种为立方TiN，尺寸较大，另一种为富Nb或者富Ti的Nb，Ti碳氮化物，大部分尺寸超过50 nm；复合析出为以富Ti析出(Ti, Nb)C为基形成的“核心”和以富Nb析出(Nb, Ti)C为边缘形成的“帽子”，平均尺寸为150 nm。

不同退火时间下细晶高强IF钢的织构和晶界特征分布

马多1，张红梅1，孙成钱2，陈越1，贾宏斌1，郭雅楠1

2015, 40(9): 49-54. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.008

摘要 ( 132 )

PDF (630KB) ( 75 )

对含Nb细晶高强IF薄钢板进行了850 ℃下不同保温时间的退火试验。采用拉伸试验、电子背散射衍射技术（EBSD）等手段，研究了不同罩式退火时间对细晶高强IF钢板再结晶织构和晶界特征分布的影响。结果表明，随着退火时间的延长，重位点阵晶界的出现频率先增加后减少，在40 min时达到峰值，其与晶粒度及均匀性有关，影响再结晶织构强度。退火试验IF钢板1/2层上γ纤维织构的强度明显高于其1/4层，对应的退火试样1/2层上α纤维织构的强度略低于其1/4层。当退火温度为850 ℃，保温40 min时，试验IF钢板具有最强的γ纤维织构，最高的n、r值和较好的晶界特征分布。

超高强度马氏体时效不锈钢超声疲劳过程中的热效应

李玉海1，张乐1，卢伦2，王威3，杨振国3，单以银3，杨柯3

2015, 40(9): 55-58. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.009

摘要 ( 106 )

PDF (613KB) ( 106 )

以新型1900 MPa级超高强度马氏体时效不锈钢为研究对象，通过激光扫描共聚焦显微镜对其超声疲劳试样断口进行观察与分析。结果表明，在超声疲劳实验过程中，所有的试样在表面均产生了烧蚀的痕迹。对于表面起裂的超声疲劳试样，即使在不同的应力幅值下（640~560 MPa），试样的疲劳寿命均在10⁵周次左右，且烧蚀现象更为严重。而对于基体内起裂的试样，烧蚀现象较为轻微，且烧蚀处均在断口两侧几乎对称的位置。经对比分析可知，超声疲劳过程中产生的热效应对表面起裂试样的疲劳寿命有很大的影响，而内部起裂试样的疲劳寿命对超声疲劳热效应不敏感。

SS400钢SH-CCT曲线测定及组织性能分析

麻相湑，麻永林，邢淑清，陈重毅，韩娜，白庆伟

2015, 40(9): 59-63. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.010

摘要 ( 179 )

PDF (685KB) ( 344 )

为了研究SS400低合金高强钢焊接热影响区组织及硬度变化规律，利用膨胀仪模拟并测定了SS400钢热影响区组织临界相转变温度并绘制出SH-CCT曲线，并对其显微组织及硬度进行了分析。结果表明，当冷速在0.1~20 ℃/s时，主要发生铁素体+珠光体转变，随着冷速增加，珠光体含量增多，且铁素体晶粒减小，硬度增大；当冷速在30~80 ℃/s时，发生贝氏体转变；当冷速大于100 ℃/s时，形成大量马氏体。SS400钢碳当量为0.257%，冷裂敏感系数为0.203%，说明其淬硬倾向较小，焊接热影响区不易产生冷裂纹。

激光熔覆镍基自润滑涂层的性能

申泽慧，孙荣禄

2015, 40(9): 64-68. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.011

摘要 ( 133 )

PDF (621KB) ( 128 )

在TC4钛合金表面激光熔覆Ni60/30%WS₂自润滑涂层，研究了不同扫描速度下熔覆层的组织及性能。结果表明，Ni60/30%WS₂激光熔覆层均以W为硬质相，Ti、Ni的固溶体为基体。但不同扫描速度下，熔覆层生成的润滑相不同。扫描速度4 mm/s时，TiS为润滑相；扫描速度12 mm/s时，CrS为润滑相。激光熔覆层硬度在1000~1200 HV0.5之间，较基体提高2倍左右，摩擦因数及磨损率较基体都明显降低。

5A12铝合金等离子渗氮后的耐磨性

吴哲羽，台立民

2015, 40(9): 68-70. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.012

摘要 ( 125 )

PDF (623KB) ( 127 )

采用双层辉光离子渗氮技术对5A12铝合金表面进行渗氮，并对渗氮层的耐磨性进行了研究。结果表明，等离子渗氮后，5A12铝合金渗氮层厚度为32 μm，表面显微硬度为425 HV0.2，比基体提高了1.39倍，摩擦因数由0.65降到0.4左右，耐磨性大幅度提高。

X100管线钢奥氏体晶粒长大行为

周国十，张红梅，贾宏斌

2015, 40(9): 71-75. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.013

摘要 ( 138 )

PDF (621KB) ( 99 )

通过控制加热温度和保温时间，研究了X100管线钢奥氏体晶粒尺寸分布和长大规律。结果表明，随着加热温度升高、保温时间延长，奥氏体晶粒呈现逐渐长大趋势。当加热温度在1050~1150 ℃时，奥氏体晶粒快速长大；温度高于1200 ℃时，出现明显粗大的晶粒。通过试验数据线性回归，经模拟、计算得到X100管线钢的奥氏体晶粒长大模型D_t^6.59=1.71×10²⁰exp(-379691.29/RT)t+,D₀^6.59经验证与试验数据拟合良好。

激光淬火处理后半高速钢的组织及性能

段松，秦茶，李碧波

2015, 40(9): 76-78. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.014

摘要 ( 110 )

PDF (616KB) ( 304 )

采用横流CO₂激光器对半高速钢5Cr5MoSiV表面进行了激光淬火试验，并对淬硬层组织及性能做了研究。结果表明，半高速钢激光淬火层主要分为4个区域：完全淬火区，不完全淬火区，过渡区和基体。完全淬火区的显微组织为马氏体+残留奥氏体+少量碳化物。淬硬层显微硬度比基体显微硬度提高了1.5倍。激光功率与扫描速率的改变对淬火后的表面硬度影响较小，但功率或扫描速率的改变会对淬硬层深度产生明显影响。

Tempaloy A-3奥氏体耐热钢的高温时效脆性

王硕，刘广兴，谭舒平

2015, 40(9): 79-83. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.015

摘要 ( 103 )

PDF (622KB) ( 88 )

通过对新型奥氏体钢Tempaloy A-3经700 ℃高温时效后进行冲击试验，研究Tempaloy A-3钢的时效脆性情况。并利用光镜、扫描电镜和透射电镜等方法对Tempaloy A-3钢在不同时间时效后的组织结构和室温冲击断口进行观察。结果表明，Tempaloy A-3钢在700 ℃时效过程中具有比较明显的时效脆性倾向，时效1000 h后冲击吸收能量由时效前的158 J下降到75 J，随着时效时间的延长冲击吸收能量逐渐下降，时效8000 h后冲击吸收能量仅为20 J；此钢时效后的断裂方式主要为脆性断裂；冲击韧性大幅度降低的主要原因为该钢在时效后，晶内与晶界均有大量的析出物，并且随着时效时间的增加，晶界上的M₂₃C₆出现聚集和长大以及晶内析出σ脆性相。

铝基体上等离子体电解氧化陶瓷涂层冲蚀性能研究

张世欣1，刘仁2,3，王小成1，李光2，武传田1，夏原2，杨苗苑2,3

2015, 40(9): 84-87. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.016

摘要 ( 95 )

PDF (613KB) ( 84 )

采用气流喷砂式冲蚀试验机，对铝合金基体的等离子体电解氧化(PEO)陶瓷层进行冲蚀性能研究。利用扫描电子显微镜及精密天平，检测了PEO陶瓷层的表面冲蚀形貌及冲蚀磨损量，比较分析了粒子速度、入射角度对冲蚀磨损率及冲蚀形貌的影响规律。结果表明，PEO陶瓷涂层在受冲蚀时表面裂纹萌生扩展导致材料破碎成细块脱落，属于典型的脆性材料冲蚀行为；PEO陶瓷涂层冲蚀磨损率随入射角度的减小逐渐降低，对低角冲蚀表现良好的抗冲蚀能力；粒子速度对PEO陶瓷层冲蚀磨损率的影响非常明显，其速度指数为2.7。

Ti-2Al-9.2Mo-2Fe合金组织演变及流变行为

梁恩泉

2015, 40(9): 88-91. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.017

摘要 ( 146 )

PDF (619KB) ( 126 )

采用Gleeble-1500热模拟试验机对Ti-2Al-9.2Mo-2Fe合金进行850~1000 ℃，应变速率0.01~10 s^-1的高温压缩变形试验。结果表明，热压缩后合金的显微组织为拉长的β晶粒和锯齿状的β晶界。低应变速率（0.01 s^-1和0.1 s^-1）时，原始β晶界处形成了大量小角度晶界以及少量的再结晶晶粒组织；高应变速率（1 s^-1和10 s^-1）时，原始β晶界附近形成了大量细小的再结晶晶粒组织。热压缩过程中，合金在屈服之后随应变速率的变化呈现出不同的应变硬化或软化现象。应变速率较高时，合金呈现出明显的应变硬化效应，流变应力出现非常明显的周期性震荡，当应变速率为1 s^-1时，未出现应变软化现象，而应变速率为10 s^-1时，可观察到明显的流变软化阶段；应变速率较低时，高温（950 ℃和1000 ℃）压缩条件下，合金在屈服之后立即进入流变稳态阶段，无明显的流变硬化或软化现象。而在低温（850 ℃和900 ℃）压缩时，屈服之后出现轻微的流变硬化现象。

304奥氏体不锈钢冷拔过程中局部磁性形成机理

徐杨1，宋仁伯1，刘政东2

2015, 40(9): 92-97. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.018

摘要 ( 142 )

PDF (620KB) ( 130 )

将有磁试样与无磁试样进行合金成分对比，用金相组织、能谱、透射电镜及X射线衍射分析，研究304奥氏体不锈钢冷拔过程中出现局部磁性的形成机理。结果表明，有磁试样化学成分中的Mn含量偏高而Ni含量偏低。冷拔过程中有磁试样的显微组织横向与纵向晶粒尺寸均小于无磁试样。有磁试样夹杂物中存在O、Al元素，且氧化物夹杂对局部磁性无影响。有磁试样的物相中α′-bcc马氏体的体积分数比无磁试样高7.98%。304奥氏体不锈钢的合金成分异常，造成奥氏体处于亚稳态；冷拔过程中晶格变形作用和位错增值引起马氏体相变，在材料中形成的应力集中使得马氏体转变量增大，当马氏体相含量超过临界值，出现局部磁性。

硼对含锡20CrMnTi钢连续冷却转变及淬透性的影响

彭红兵1，陈伟庆1，陈列2，郭栋2，王海龙2

2015, 40(9): 98-101. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.019

摘要 ( 116 )

PDF (618KB) ( 63 )

采用Gleeble-1500热模拟试验机研究了硼对含锡20CrMnTi钢连续冷却转变的影响，同时研究了不同硼含量时该钢的淬透性。结果表明，硼含量为0.0092%时，该钢Ac₃为844 ℃，冷速控制在0.2~1 ℃/s可获得均匀的铁素体＋珠光体组织，冷速大于10 ℃/s时，钢中全为马氏体组织。硼能提高含锡20CrMnTi钢的淬透性，B由0.0015%增加到0.0090%时，淬透性虽略有变化，但总体差别不大。

SiO_2(p)增强Al-Cu-Mg基复合材料的组织及耐磨性

杨建林，李永靖，龙律位，田一彤，王俊杰，戴长毅

2015, 40(9): 101-104. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.020

摘要 ( 130 )

PDF (762KB) ( 329 )

为研究添加SiO_2(p)对铝基复合材料组织及耐磨性的影响，通过粉末冶金方法制备了不同SiO_2(p)含量的Al-Cu-Mg基复合材料，通过X射线衍射仪、扫描电镜、布氏硬度计、ML-10型磨损试验机对样品的组成成分、表面形貌、硬度、耐磨性等进行表征。结果表明，样品中形成了Al₂Cu、Mg₂Si硬化相；随SiO_2(p)含量的增加，样品的密度降低，硬度及耐磨性先增加后降低；SiO_2(p)含量为5%时硬度最大，为62 HBW；SiO_2(p)含量为20%时，样品耐磨性最好。

微量硼对S355-J1低碳钢相变规律的影响

蔡可森1，姚永宽2，刘伟建3，李翔2，霍向东4

2015, 40(9): 105-108. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.021

摘要 ( 113 )

PDF (682KB) ( 79 )

采用热模拟的方法研究了微量B对低碳钢动态CCT曲线的影响。结果表明，随着冷却速度增加，S355-J1钢和含B S355-J1钢先后发生铁素体（珠光体）相变→贝氏体相变→马氏体相变，并且分别在5 ℃/s和3 ℃/s出现贝氏体组织；同样的冷速下，含B钢的铁素体相变温度更低，而贝氏体相变温度更高。微量硼偏聚在奥氏体晶界，抑制铁素体形核并促进贝氏体形成，提高了低碳微合金钢的淬透性。

退火时间对超纯铁素体含铜不锈钢组织性能的影响

尹鸿祥，赵爱民，赵征志，周开春，裴伟，闫远

2015, 40(9): 109-113. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.022

摘要 ( 119 )

PDF (687KB) ( 135 )

为开发具有抗菌性能的超纯铁素体不锈钢，添加1.4%Cu于21%Cr铁素体不锈钢，研究了退火时间对试验钢组织、抗菌性能以及力学性能的影响。利用光学显微镜和透射电镜等微观分析方法对不同退火工艺试验钢进行了组织结构表征,利用电子背散射衍射测量了试验钢的微观织构，通过拉伸试验机测试了钢的单轴拉伸性能。结果表明，退火时间1 h后，抗菌性能超过99%，屈服强度347 MPa，抗拉强度488 MPa，伸长率29.2%。随着退火时间的延长，析出相形貌由球状转变为杆状，尺寸增大，间距减小。试验钢的抗菌性能与铜的存在形式、析出量及形态有关，尺寸为500 nm左右的杆状铜析出相具有优良的抗菌效果。试验钢退火1 min时，析出相与基体呈半共格关系，强化作用最强。试验钢的第二相的临界转化尺寸为30 nm。

t_8/5对含Zr钢热模拟焊接热影响区组织与性能的影响

李小宝，张宇，许红梅，王纳

2015, 40(9): 114-119. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.023

摘要 ( 134 )

PDF (697KB) ( 157 )

采用Gleeble热模拟方法研究了在峰值温度1400 ℃保温3 s条件下，不同t_8/5时间对一种Zr处理钢热模拟粗晶区的组织与力学性能的影响。结果表明，t_8/5时间为13~700 s时，试验钢热模拟粗晶区随t_{8/5+晶内针状铁素体+晶内多边形铁素体，硬度值由220 HV0.5降低到145 HV0.5，热模拟粗晶区的－20 ℃冲击吸收能量≥200 J。经扫描电镜分析，晶内铁素体的形核得益于试验钢中大量弥散分布的0.5~2 μm的Zr-Ti-O复合夹杂物；断口分析结果表明t_8/5时间为80 s和>300 s时，热模拟粗晶区冲击韧性降低，与组织中的上贝氏体和粗大的晶界铁素体有关。}的延长，奥氏体晶粒尺寸由50 μm增加到接近520 μm，相转变组织由贝氏体逐渐转变为晶界铁素体

固溶处理对Fe-Mn-Al-C系低密度钢组织与性能的影响

刘少尊, 厉勇, 王春旭, 黄顺喆, 韩顺, 刘宪民

2015, 40(9): 120-124. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.024

摘要 ( 118 )

PDF (685KB) ( 562 )

采用OM、SEM、TEM、XRD等试验方法，对不同固溶温度下Fe-27Mn-8Al-1.6C低密度钢的力学性能和组织演变规律进行了研究。结果表明，Fe-27Mn-8Al-1.6C钢的密度为6.8 g/cm³。固溶处理对该钢的组织与性能影响较大，高温固溶后试验钢奥氏体晶界间有少量к-碳化物，随着固溶温度的升高，晶界间未溶к-碳化物含量减少直至消失，奥氏体中C含量逐渐增加；在1000 ℃固溶处理后，试验钢具有最佳的强塑性配合，抗拉强度为1266 MPa，断后伸长率为34%，强塑积可达43.1 GPa·%；在冷却过程中，试验钢基体发生调幅分解，大量细小的к-碳化物弥散分布在奥氏体内。

Ti微合金钢NG-TMCP工艺处理后的性能及析出相

高凯1，于月光1，傅杰2，王昭东3，邓想涛3，张淑婷1，郭东海1

2015, 40(9): 125-129. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.025

摘要 ( 113 )

PDF (684KB) ( 99 )

在实验室对Ti微合金钢进行了NG-TMCP热轧试验，并用SEM、TEM、化学相分析和X射线小角散射分析了其性能和析出相。结果表明，当轧后在700 ℃等温时，得到铁素体+珠光体组织，试验钢的屈服强度超过了550 MPa，但低温冲击性能偏低；试验钢中有大量的M₃C和MC型颗粒析出，小于36 nm的纳米颗粒起到了显著的析出强化作用，析出强化增量达到279 MPa；采用综合强化机理计算得到的理论屈服强度与试验值吻合。

Mn配分行为对低碳高强Q&P钢组织性能的影响

陈连生1，张健杨1，田亚强1，宋进英1，魏英立1，徐勇2

2015, 40(9): 130-134. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.026

摘要 ( 136 )

PDF (679KB) ( 135 )

采用IQ、Q&P及I&Q&P热处理工艺，研究了预先Mn配分处理对低碳高强Q&P钢组织和力学性能的影响。结果表明，经IQ工艺处理的钢，由铁素体-珠光体的初始组织转变为铁素体-马氏体两相组织，转变过程中C、Mn元素不断向奥氏体内扩散，转变结束时C、Mn元素在奥氏体内呈现明显的富集现象。对于Q&P工艺，随着碳配分时间的延长，钢的抗拉强度都不断降低，伸长率先增加后减小，碳配分时间为60 s时，试样中残留奥氏体体积分数最大为12%，材料的塑性最优，其强塑积为20 GPa·%；相比Q&P工艺，由于经I&Q&P工艺处理后Mn元素仍然富集，在相同的碳配分时间下，钢的抗拉强度降低，但伸长率却得到了提高，碳配分时间为120 s时，试样中残留奥氏体体积分数最大为15%，材料的塑性最优，且强塑积达到最大值22 GPa·%。

终轧温度对50W600无取向硅钢组织、织构和电磁性能的影响

万勇1,3, 吴绍杰2, 陈伟庆3

2015, 40(9): 135-140. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.027

摘要 ( 136 )

PDF (682KB) ( 122 )

利用工业试验和OM、SEM和EBSD等系统地研究了830 ℃和860 ℃终轧温度下50W600无取向硅钢组织结构的演变规律及成品电磁性能。结果表明，提高终轧温度有利于促进热轧板特别是其心部的再结晶和晶粒长大，促进退火冷轧板的晶粒长大。50W600无取向硅钢在热轧-冷轧-退火过程中的织构演变规律主要为高斯织构{110}<001>→{112}<110>、{001}<110>和{111}面纤维织构→{111}面纤维织构。终轧温度从830 ℃提高到860 ℃，一方面减弱了热轧板中的{111}面纤维织构组分，另一方面增强了冷轧板中的{111}面纤维织构组分并减弱了其{001}<110>织构组分，最终促进退火冷轧板中对磁性有害的{111}面纤维织构组分减弱和对磁性有利的{001}<110>织构组分增强。提高终轧温度有利于无取向硅钢的铁损降低和磁感应强度提高。

固溶处理对压铸GZ142合金显微组织的影响

萧柱华1，吴玉娟1，彭立明1,2，曾小勤1，丁文江1

2015, 40(9): 140-142. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.028

摘要 ( 147 )

PDF (689KB) ( 91 )

借助XRD、SEM、EDX和TEM检测手段，对比了固溶处理前后压铸GZ142合金的显微组织。结果表明，固溶处理前压铸GZ142合金由α-Mg基体和(Mg, Zn)₃Gd共晶次生相组成，在400 ℃下固溶处理1 h后，晶内生成了大量层状14H型的长周期堆垛有序结构（LPSO），同时，部分(Mg, Zn)₃Gd共晶次生相转变成同样具有长周期堆垛有序结构的X相。

淬火终冷温度对直接淬火配分超高强钢组织性能的影响

万德成，冯运莉，李杰

2015, 40(9): 143-146. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.029

摘要 ( 135 )

PDF (679KB) ( 138 )

采用场发射扫描电镜、X射线衍射仪等设备研究了淬火终冷温度对直接淬火配分超高强钢组织与力学性能的影响规律。结果表明，随淬火终冷温度升高，抗拉强度先下降后升高，屈服强度则不断降低，冲击吸收能量和伸长率先增加后降低。直接淬火配分钢的组织由初生马氏体、新生马氏体和残留奥氏体构成。随淬火终冷温度升高，残留奥氏体含量先增加后降低，淬火冷却到260 ℃时残留奥氏体含量最高，为16%，试验钢具有最好的综合力学性能，抗拉强度超过1533 MPa，伸长率为16%，－20 ℃冲击吸收能量为26 J。淬火冷却到300 ℃，组织中出现了尺寸较大的块状新生马氏体，导致塑性和韧性降低。

时效对激光熔覆FeCoCrNiB_0.5高熵合金激光涂层组织和硬度的影响

张冲1,2，陈国进1，戴品强1,3

2015, 40(9): 146-151. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.030

摘要 ( 153 )

PDF (683KB) ( 113 )

采用激光熔覆方法在Q235钢上制备FeCoCrNiB_0.5高熵合金涂层，利用XRD、SEM以及显微维氏硬度计等，研究时效温度对涂层的显微组织、相结构及硬度的影响。结果表明，涂层由FCC结构固溶体和M₂B两相构成，并且相结构具有很好的高温稳定性。涂层经过800 ℃和900 ℃时效后，枝晶内有大量的颗粒状M₂B相脱溶物析出；而1000 ℃时效后，枝晶间的M₂B相显著粗化，涂层中树枝晶组织消失。FeCoCrNiB_0.5高熵合金涂层的硬度为447 HV0.2，且涂层硬度随时效温度升高而逐渐降低。

深冷处理对X80钢焊接接头组织和力学性能的影响

肖晓华1，卢杰2，梁斐珂2，黄本生2

2015, 40(9): 152-155. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.031

摘要 ( 125 )

PDF (678KB) ( 86 )

采用手工电弧焊对X80管线钢进行焊接，对焊接接头进行不同温度的焊后深冷处理，通过金相分析、硬度测试、拉伸试验、冲击试验等研究深冷处理对X80管线钢焊接接头组织及力学性能的影响。结果表明，经深冷及回火处理后，X80钢焊接接头组织由铁素体和奥氏体逐渐向回火索氏体转变。X80管线钢经过深冷处理后，其焊接接头综合力学性能得到较大提高，且深冷温度越低，综合力学性能越好；在－196 ℃深冷处理条件下，焊接接头抗拉强度及冲击吸收能量较未处理试样分别提高约11.1%和72.8%，断裂方式由脆性准解理断裂转变为韧性断裂。

间歇渗氮周期对TC4钛合金真空渗氮的影响

杨闯，刘静，马亚芹，杨峰，洪流

2015, 40(9): 156-159. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.032

摘要 ( 144 )

PDF (687KB) ( 130 )

为了提高TC4钛合金表面硬度及耐磨性，采用不同的间歇渗氮周期对其进行真空间歇渗氮处理。通过金相观察、X射线衍射(XRD)、显微硬度计和耐磨试验机分析了渗氮层组织与性能。结果表明，TC4钛合金经真空间歇渗氮处理后，形成了由TiN、Ti₂AlN和钛铝金属间化合物Ti₃Al组成的复合改性层。间歇渗氮周期较小，氮扩散区较窄，随间歇渗氮周期增加，氮明显向内扩散形成了一定宽度的氮扩散区，渗氮周期为30 min时，表面硬度为1100～1200 HV0.1，有效硬化层深度为60 μm，渗氮周期继续增加，氮化物层开始变得疏松，表面硬度和耐磨性开始降低。

固态渗铝对AlCoCrFeNi高熵合金组织的影响

孙日伟1，张伟强1，付华萌2

2015, 40(9): 160-163. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.033

摘要 ( 165 )

PDF (682KB) ( 125 )

采用固态渗铝法在AlCoCrFeNi高熵合金表面制备了铝化物渗层。渗铝温度为900 ℃，时间为4 h。借助SEM、EDS、XRD和显微硬度计分析了渗层的显微组织、相组成和显微硬度。结果表明，铝化物渗层分为内外两层，基本无孔洞和裂纹，与基体结合良好。铝化物渗层的硬度达970 HV0.1，远高于基体。

32Cr3Mo1V钢调质工艺改进

房双强1,2，陈茂涛1，张进1,2

2015, 40(9): 163-166. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.034

摘要 ( 179 )

PDF (693KB) ( 101 )

为满足精密零件的使用要求，研究了渗氮钢32Cr3Mo1V的调质工艺对其力学性能的影响。结果表明，32Cr3Mo1V钢最佳调质工艺为940 ℃×2 h淬火油冷，660 ℃×3 h回火。经该工艺调质处理后，材料组织为回火索氏体，其组织细小均匀，具有良好的综合力学性能，与原调质工艺比较，屈强比提高了约5.5%，满足精密零件的强韧性要求。

固溶温度对冷轧双相钢管组织和力学性能的影响

曹晶晶，赵文武，薛应芳，靳利翠

2015, 40(9): 167-170. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.035

摘要 ( 119 )

PDF (689KB) ( 142 )

以S31803冷轧双相不锈钢管为研究对象，采用扫描电镜、α相面积分析仪、硬度和拉伸测试等手段研究了不同固溶处理温度对其显微组织和力学性能的影响。结果表明，热处理前，双相钢的α/γ两相组织在冷轧变形过程中沿平行轧向明显被拉长，且奥氏体均匀分布在铁素体基体上，由于加工硬化使其硬度增大远超过产品标准范围（≤290 HBW）；经不同温度固溶处理后，显微组织中均未发现析出物，且组织均匀细小，硬度下降到产品标准范围内，塑性提高，铁素体相比例和抗拉强度、屈服强度等力学性能均符合要求；但在较高温度固溶处理后，由于发生再结晶晶粒长大，强度和硬度下降，且铁素体相比例（56.77%）偏高。综合考虑，确定固溶处理温度为1050 ℃。

基于纵向往复和横向间歇进给的磨削淬硬层研究

晋家伟，刘菊东，于东民

2015, 40(9): 170-174. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.036

摘要 ( 135 )

PDF (687KB) ( 116 )

在平面磨床上采用双道磨削方式对40Cr钢进行了磨削淬硬试验，研究了横向上淬硬层组织形貌及显微硬度分布规律。结果表明，双道磨削时，横向上越靠近工件中部地区，淬硬层厚度越薄，磨削区可以分成完全淬硬区、过渡区、回火区和重磨区（无重磨时存在未淬区）。横向上淬硬层中间部分存在显微硬度较低的“软化带”，且随着磨削深度的增加或工件进给速度的减小，软化带长度增加；当表面硬化层没有未淬区域时，随着砂轮重叠量的增加，软化带长度也增加。

不同工艺退火后TC4合金的力学性能

黄正阳，郭子敬，文光平，李庆

2015, 40(9): 175-179. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.037

摘要 ( 135 )

PDF (689KB) ( 141 )

研究了不同退火工艺对TC4合金力学性能的影响。结果表明，经普通退火的TC4合金的短时力学性能要明显好于经β退火的TC4合金，其抗拉强度高出约100 MPa，屈服强度高出约80 MPa，伸长率高出约60%。经β退火后的TC4合金的断裂韧性为100~120 MPa·m^1/2，而普通退火态的TC4合金仅有80~90 MPa·m^1/2。分析表明，经普通退火得到的显微组织比经β退火处理得到的篮网组织有着更好的强度和塑性，而篮网组织可以使裂纹扩展路径变长，显著提高了TC4合金的断裂韧性值。同时，得到了TC4合金屈服强度与断裂韧性值的函数表达式，发现TC4合金的屈服强度与断裂韧性值的平方成反比。采用此函数关系表达式计算出的K_IC值在K_IC的实测值范围内，为TC4合金断裂韧性检测结果的可靠性提供了一种判断方法。

固溶处理对J75钢组织及性能的影响

包翠敏，谭朝鑫，庄春瑜，陈蕊

2015, 40(9): 179-182. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.038

摘要 ( 151 )

PDF (688KB) ( 90 )

利用荧光光谱、透射电镜、扫描电镜、光学显微镜及显微硬度计等研究固溶温度对J75钢显微组织及力学性能的影响。结果表明，固溶温度在900~980 ℃时，J75钢晶粒大小适中、尺寸均匀、没有明显混晶现象，随固溶温度升高晶粒粗化，强度及硬度降低，塑性及韧性升高，并有细小g¢-Ni3(Al, Ti)相均匀弥散析出；而当固溶处理温度从1000 ℃升高到1100 ℃时，晶粒继续粗化，组织中出现明显混晶及晶粒粗大现象，不适合工程应用。

热处理工艺对高铬铸铁Cr20力学性能的影响

聂辉文1，聂俊红1，潘清林2

2015, 40(9): 183-187. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.039

摘要 ( 175 )

PDF (681KB) ( 149 )

采用消失模熔铸法试制了亚共晶高铬铸铁Cr20，研究了淬火与回火加热温度和保温时间对其力学性能的影响。结果表明，高铬铸铁Cr20的淬火加热温度在1000～1050 ℃之间时，硬度较高，而且在1050 ℃时其冲击性能达到最高值。回火温度在300 ℃时出现一个拐点，其冲击性能出现较明显下降，而其硬度降低较小。在热处理试验工艺下，高铬铸铁的力学性能对热处理时的保温时间不敏感。高铬铸铁Cr20较佳的热处理工艺为1050 ℃´0.5 h淬火+300 ℃´2 h回火。

热处理对Ti-6Al-4V钛合金热挤压型材组织及力学性能的影响

张韧

2015, 40(9): 187-189. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.040

摘要 ( 162 )

PDF (685KB) ( 116 )

在λ=25、λ=85两种挤压比条件下制备了Ti-6Al-4V钛合金热挤压型材，采用工程上常用的简单退火或双重退火工艺对其进行热处理。结果表明，Ti-6Al-4V合金型材具有良好的热处理工艺适应性，加热温度在750 ℃以下时，加热总时间3 h之内，热处理温度、保温时间及热处理次数对Ti-6Al-4V合金型材的显微组织及室温抗拉强度、伸长率、面缩率无显著影响。双重热处理工艺有利于提高型材的屈服强度。

罩壳零件氮碳共渗化合物层控制

田泽深1，刘玉祥2，吉启辉2，万苏梅2

2015, 40(9): 190-192. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.041

摘要 ( 135 )

PDF (694KB) ( 78 )

72AU2热轧带钢塌卷问题温度场及应力场耦合分析

胡汉江，赵爱民，董瑞，丁然

2015, 40(9): 193-197. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.042

摘要 ( 162 )

PDF (685KB) ( 130 )

以首钢热轧72AU2带钢卷取后的冷却过程为研究对象，借助有限元模拟软件ABAQUS采用顺序耦合的方式对钢卷卷取后的温度场及热应力场进行了研究。首先，对热轧钢卷冷却过程进行传热分析，建立了热轧钢卷冷却过程中的温降模型。模拟计算表明，钢卷在冷却过程进行约50 min后达到温差最大值206 ℃，随着冷却进行冷却最慢点从径向靠近内径44%处移动到了26%处。随后模拟得到了钢卷冷却过程中的热应力场状态，冷却过程中钢卷最大的Mises应力为680 MPa，冷却后最大残余应力为382 MPa；通过观察钢卷各部位的组织，得出钢卷冷却后边部珠光体含量高于心部，导致不均匀膨胀。

基于ABAQUS的2A11铝焊接结构激光冲击处理数值模拟

殷苏民1，汪伟力1，钱绍祥1, 2，万翔1，张建明1

2015, 40(9): 198-202. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.043

摘要 ( 215 )

PDF (678KB) ( 104 )

采用有限元分析软件ABAQUS数值模拟研究了激光冲击处理对2A11铝焊接结构残余应力的影响。结果表明，焊接后焊缝处存在较大的横向和纵向残余拉应力。经激光冲击处理后，焊缝处残余应力分布得到改善，由残余拉应力变为残余压应力。当激光冲击能量为12 J时，2A11铝焊缝处的横向、纵向残余压应力都达到最大值，表明只有合适的激光能量才会得到最大残余压应力值。当搭接率为50%时，得到了较理想的残余压应力值和应力分布，表明合适的搭接率才能得到最佳激光冲击效果。合理的选择激光冲击参数对2A11铝焊接结构残余应力大小和分布有重要的影响。

锻钢冷轧辊X射线应力测试中附加应力层研究

张大伟，陈伟

2015, 40(9): 203-205. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.044

摘要 ( 131 )

PDF (694KB) ( 101 )

利用X射线进行锻钢冷轧辊应力测试时，发现其检测准确性受机械加工产生的附加应力层影响较大，本文通过试验测定了锻钢冷轧辊磨削附加应力层的深度。结果表明，附加应力层深度约为近表面300 μm，且对于不同产品，附加应力层应力变化趋势始终一致，即压应力值快速减小，再逐步增大，最后略有减小趋于稳定，最后随深度变化缓慢变化。

65Mn钢弹簧垫圈断裂分析

佟倩，张玮，王猛，孙齐松，柳洋波

2015, 40(9): 205-208. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.045

摘要 ( 167 )

PDF (688KB) ( 118 )

65Mn钢盘条在放置过程中出现部分盘条自然断裂，并且在压扁卷簧时发生断裂。通过化学成分分析、断口分析、金相检验等方法，对65Mn盘条和成品的断裂原因进行了分析。结果表明，贝氏体组织是造成65Mn钢盘条自断及卷簧过程中断裂的主要原因。结合65Mn钢贝氏体组织形成条件和生产实际，解释了贝氏体形成的原因，由此提出了改进措施。

40Mn钢链片断裂原因分析及改进措施

宋进英，齐祥羽，陈连生，田亚强，张健杨

2015, 40(9): 209-214. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.046

摘要 ( 129 )

PDF (678KB) ( 83 )

采用硬度计、光学显微镜、扫描电镜及能谱仪等手段对40Mn钢链片断裂原因进行了研究，并提出了改进措施。结果表明，引起40Mn钢链片断裂的原因为链片基体内存在大量非金属夹杂物、热轧原板带状组织严重、链片表面脱碳以及淬火冷却速度不足。针对引起40Mn钢链片断裂的不同原因，通过采取优化炼钢工艺、连铸工艺、淬火加热及冷却等措施，有效避免了链片的断裂，提高了链片的合格率。

丰田3.8L轿车曲轴淬火裂纹分析

邓军伟，蔡婵婵，高峰，王磊

2015, 40(9): 214-218. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.047

摘要 ( 130 )

PDF (683KB) ( 94 )

对丰田3.8L曲轴裂纹进行了形貌及能谱分析。结果表明，裂纹为淬火裂纹，主要原因是由于铸造时铁水均匀性差，元素沿晶界偏析，造成大量残留奥氏体和网状渗碳体。沿残留奥氏体晶界分布的网状渗碳体对基体起割裂作用；淬火冷却后期和回火时仍然有残留奥氏体转化为马氏体，曲轴体积发生膨胀，使表面承受过大的张应力，当张应力超过材料强度时，导致工件表面开裂。

18CrNiMo7-6锥齿轮轴纵裂原因分析

黄建斌

2015, 40(9): 219-221. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.048

摘要 ( 122 )

PDF (834KB) ( 365 )

20CrMnTi钢凸轮轴表面磨损失效分析

焦丽，葛保红，张燕明，徐向阳，孙思东

2015, 40(9): 221-224. doi:10.13251/j.issn.0254-6051.2015.09.049

摘要 ( 123 )

PDF (682KB) ( 97 )

采用宏观检验、润滑油油品性能测试、化学成分分析、力学性能测试、金相检验和显微硬度测试等手段对20CrMnTi钢单体泵凸轮轴表面磨损失效的原因进行了分析。结果表明，造成该凸轮轴表面磨损的主要原因是，凸轮轴表层组织中硬而脆的块状及网状碳化物降低了轴颈表面的接触疲劳强度，加大了其沿晶剥落的可能性。其次，磨削二次淬火马氏体的出现，在迭加了上述组织缺陷的基础上，产生了裂纹和脆性剥落。剥落的颗粒成为磨粒参与磨削，导致凸轮轴早期磨损失效。

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